超大直径泥水盾构管片上浮原因分析及对策

刘 智，钟长平

（1、广州轨道交通建设监理有限公司 广州 510010；2、广州地铁集团有限公司 广州 510380）

0 引言

随着城市基础设施建设的飞速发展，盾构施工技术也随之日益成熟，超大直径盾构法隧道越来越多地被采用。截止2021年底，国内开工建设的大直径盾构隧道工程总计65 项，超大直径盾构隧道工程（开挖断面14 m 及以上）59 项。在工程实践中，超大直径盾构法施工所遇到的技术难点与挑战也层出不穷。目前，国内大多数盾构隧道管片均存在不同程度的上浮，如上海大连路越江隧道的平均上浮量约8 cm；上海翔般路和耀华支路越江隧道浅覆土段的最大上浮量分别达到15 cm 和86 cm［1］。盾构隧道管片上浮不仅会影响到隧道管片最终成型质量，严重者不得不通过调线调坡来解决问题，更重要的是破坏隧道的整体防水，使成型隧道出现大量渗、漏水点，影响后期隧道的运营安全及行车舒适度。

近年来，工程建设领域学者、专家们围绕盾构施工管片上浮问题开展了大量卓有成效的研究。叶飞，朱合华等人［2］基于对管片上浮机理的分析提出了控制盾构隧道管片上浮的最小上覆土厚度及最大注浆压力计算式；竺维彬、黄威然［3］提出了衬背注浆工法选择和盾构姿态控制是解决隧道位移问题的关键；黄忠辉，季倩倩等人［4］采用衬砌整环试验方式对盾构隧道衬砌抗浮性能进行试验研究，能较好地模拟衬砌结构的受力特征，利用弹性地基梁模型对大直径盾构隧道上浮问题进行计算。在前辈们研究的基础上，本文结合深圳某超大直径隧道工程管片上浮的工程实例，从地质条件、设备因素、盾构注浆、姿态控制及受力情况等方面，对盾构掘进过程中管片产生位移（主要是指管片上浮）以及实施的措施和效果进行分析研究。

1 工程概况

1.1 工程简介

工程位于深圳市，分为地下道路（隧道）和地面道路两部分，隧道采用单洞双层的结构形式，路线全长5.078 km，其中隧道盾构段长约3.58 km，采用一台具备常压换刀功能的泥水平衡盾构机。

1.2 隧道地质详勘分析

本工程范围内主要为第四系松散层，隧道位于深圳断裂束的主干断裂—罗湖断裂带，地层包括粗粒花岗岩、构造碎裂岩、片岩、变质砂岩、凝灰质砂岩、糜棱岩，少量卵石，砾砂地层，隧道基本处于全断面岩层中，且部分区域存在上软下硬、断层破碎带等不利地层，如图1所示。

图1 地层岩性的分布图Fig.1 Distribution of Formation Lithology

2 隧道管片上浮情况

施工中，承包商对成型隧道管片姿态进行了日常监测。自盾构掘进以来，成型隧道内局部区域发现已安装的管片出现上浮情况，上浮量一般为100～200 mm，最大达到280 mm。

3 管片上浮原因分析

3.1 盾构设备自身因素

3.1.1 衬背环形空间

本工程盾构机刀盘直径为15.8 m，隧道衬砌管片的外径为15.2 m，二者差值为0.6 m，即管片与地层间存在环形空间。在淤泥层、砂层和软岩地层中当管片脱离盾构机尾部后，由于隧道拱顶极易崩塌，基本上可以消除隧道管片与围岩间的环形空间，可能会抑制盾构管片上浮的趋势。但在硬岩地层中管片脱离盾构机尾部后，由于该地层围岩完整性和稳定性极好，若填充不密实，脱出盾尾的管片会处于无约束的状态，管片上浮的可能性极大。同时，在掘进过程中极易造成泥水仓内泥浆与同步注浆浆液“串流”以及受到地下水的影响，导致浆液被稀释且凝固效果不佳，填充不饱满，无法有效抑制管片上浮［5］。

3.1.2 “小半径曲线”针对性设计的负效应⑴盾体结构

盾体机采用“前盾大、尾部小”的结构型式，如此设计可以增加盾构机尾部与地层之间的缝隙，在转弯过程中为尾盾预留出足够的摆动量，可避免出现卡盾现象［6］。

⑵刀盘扩挖特殊设计

本工程隧道最小水平曲线为R750 m，施工中，盾构机在硬岩层中转弯尤为困难。因此，在进入小半径转弯曲线之前，通过采用特殊加高刀筒的设计来实现盾构机小半径曲线转弯。同时，采取此措施可增大边滚刀的掘进距离，减少换刀频率［7］，提高盾构掘进效率，如图2、图3所示。

图2 边缘滚刀加高轨迹图Fig.2 Edge Hob Heightening Track （mm）

图3 加高刀筒更换示意Fig.3 Schematic Diagram for Replacement of Heightened Tool Cartridge

在盾构机采用“前大后小的结构型式”、“刀盘扩挖特殊设计”，虽然能有效地解决“小半径曲线”掘进所面临的转弯困难、卡盾等技术难点，但也不断增大了盾构管片与地层间的环形空间，盾构管片上浮的发生概率也会随之加大。

3.2 地质因素

在隧道工程中，地质因素是影响隧道施工管片上浮的关键性因素之一。地质条件一般具有变异性、复杂性和多样性的特点，管片上浮情况会随着水文、地质的不同而具有差异性。如岩石地层围岩稳定性好，且地层裂隙发育、含水量大，往往管片上浮较大；而砂层或软土层，隧道上浮量相对较小。就本工程而言，依据对已成型隧道范围内地层及盾构管片上浮量统计分析，在完整性、稳定性较好的微风化板岩地层中管片上浮问题表现尤为突出。

3.3 注浆因素

从同步注浆的目的和对浆液的性能要求上分析，为了有效控制地表沉降速率及隧道拱顶沉降收敛，并要确保管片的稳定性和受力均匀，施工中须快速、有效地填充浆液。但由于超大直径盾构隧道本身具有大断面、超埋深、高水压的特点，管片背后环形建筑空间大、同步注浆方量多、注浆压力均衡控制难度高，施工中难以保证每一环同步注浆的效果均能达到预期目标。

从注浆工艺方面分析，一是注浆量不足：每环理论注浆量：V=π/4×（15.80×15.80-15.2×15.2）×2=27.2 m3，本工程实际注浆量应达到理论建筑空间的空隙量的140%～250%，即为38.1～68 m3/环。据统计，在强、中风化碎裂岩地层实际注浆中每环拌制的浆液约为50 m3/环（含损失量），实际注入浆液量小于所要求的浆液量（38.1～68 m3/环）。在糜棱岩、微风化板岩地层实际注浆量约为80 m3/环，虽然注浆量远远超过理论值，但在该区段管片上浮占比仍达50%。期间，由于同步注浆浆液被泥水仓涌入大量泥浆稀释，注入的浆液早期强度不够，无法达到凝固效果，且掘进时泥水仓压力有波动，泥浆在盾体外形成一个小循环，不断的裹挟走已经被稀释的浆液，导致同步注浆填充及凝固效果不佳。二是注浆压力不足：由于本工程“大断面、超埋深”的特点以及不同位置注浆孔势能的差异性，同时现场对注浆压力的管理很难做到精准控制，进而容易造成注浆压力不足或者压力不均衡［7］。

3.4 盾构姿态控制

3.4.1 “上软下硬”地层环境中掘进

由于本工程隧道断面内局部存在“上软下硬”地层，下部硬岩地层强度高、完整性好，使得贯入度和掘进速度均有所降低，刀盘转动时产生的震动波容易造成上部软弱土层塌方形成超挖空间，若注浆不当，可能引起隧道管片上浮或者地面沉降超限。同时，为克服下部硬地层的阻力，一般会对28组液压油缸进行分区操作，适当加大下部油缸的推力，不均衡的液压油缸编组对隧道结构受力不利。另外，在该地层中掘进极易出现偏离隧道轴线的情况，为此需频繁的进行盾构机纠偏，不断调整液压油缸的推力，使盾构机运行轨迹靠近理论轴线，以满足设计线路的需要［8］。

3.4.2 “小半径、大坡度”工况下掘进

一般来说，盾构掘进施工中隧道轴线较难控制，尤其是在小半径曲线段，盾构机本身为直线形刚体，难以与隧道曲线完全拟合。本工程隧道最小曲线半径约为750 m，纵断面最大坡度约为4.9%，盾构机机身长度为137 m，由于曲线半径越小、盾构机身越长，则拟合难度越大。因此，在掘进时技术人员需要频繁的纠偏，方能使得盾构掘进轨迹与隧道轴线（曲线）比较难于控制。在管片脱离盾尾后，会受到侧向分力的影响，导致隧道向圆弧外侧发生位移。

3.5 不均匀受力影响

在盾构掘进施工过程中，管片受到的外力包括：地面超载、结构自重、地层土压力、水平土压力、外水压力、结构内部荷载、施工荷载（盾构千斤顶顶力，不均匀注浆压力）等。在工程实践中盾构机机体的重量分布特点也是管片上浮的影响因素之一。由于盾构机重量主要集中在机身前段，盾尾至后配套台车的荷载与前盾对比荷载相对较小，且在掘进过程中管片同步注浆凝固效果无法在短时间内达到要求，管片受到盾构液压油缸顶力的影响，加上在硬岩中地层围岩稳定性强、建筑空间相对固定，并辅以地下水作用，因此，在硬岩地层中管片发生上浮的概率也相对较大。

再者，掘进过程中不可避免发生曲线掘进，盾构机的作用力不平衡，上千吨的推力和扭矩可能会造成管片脱出盾尾后发生位移和变形，由于竖向受力从而使管片会有一定量的上浮。

计算中主要考虑的荷载有（见图4、5）。

图4 盾构隧道管片荷载简图Fig.4 Load Diagram of Shield Tunnel Segment

图5 SLS组合弯矩包络图Fig.5 Envelope Diagram of SLS Combined Bending Moment （kN·m）

⑴地面超载：一般情况按20 kPa 计，若上部有建筑物时按实际荷载计算。

⑵结构自重：G=γh·δ式中：γh为钢筋混凝土容重；δ为钢筋砼衬砌厚度。

⑶地层土压力Q1：按隧顶全部水土压力计算。

⑷水平土压力：可按主动土压力式或经验系数法计算。

式中：k0为侧向土压力系数。

⑸外水压力：衬砌外部的水压力W0。

⑹结构内部荷载：车辆运行荷载等。

⑺施工荷载：盾构千斤顶顶力，不均匀注浆压力等。

4 管片上浮应对措施

4.1 盾构机针对性设计

4.1.1 超前地质预报系统

盾构机配置超前地质预报系统（地震波法），如图6 所示。主要通过对反射的声波信号进行处理分析，实时反映隧道工作面前方的地质情况。在一些特殊位置或关键区域，建议可适当增加地质勘察孔，能精准的掌握盾构前方水文、地质情况，为盾构掘进提供技术保障。

图6 每个横断面上激震点布置图Fig.6 Layout of Seismic Stimulation Points on Each Cross Section

4.1.2 配置同步双液注浆系统

盾构机具备同步单液和同步双液注浆能力，同步双液注浆能减小盾构机在岩层中掘进出现的管片上浮、错台现象。注浆时，可根随时据需要切换自动控制或手动控制模式，动态调整注浆流量和注浆压力。

4.2 盾构掘进控制

4.2.1 控制盾构机姿态

盾构掘进中轴线的平面位置和高程其允许偏差为±50 mm，因此，在施工中必须要严格控制好盾构机姿态。通过导向系统随时掌握正在掘进中盾构的姿态，并通过计算机将盾构的姿态与隧道设计轴线相比较，对盾构机的轴线进行纠偏，不急纠、不猛纠，每环的纠偏量控制在4～6 mm，以免人为造成管片环面受力严重不均［9］。

4.2.2 控制掘进速度

据统计，本工程发生管片上浮地段多数处于隧道下坡或变坡点位置，且地层属于硬岩含水地层。在该区域掘进时，为了保证浆液达到及时有效填充和稳定管片，应适当控制盾构掘进速度（3～4 环/天），确保同步注浆量满足设计要求，且尽量浆液被泥水仓涌入的泥浆或地下裂隙水稀释而降低浆液性能。

4.2.3 管片拼装控制措施

安装管片时，严格控制管片拼装的垂直度、真圆度、修正蛇行时楔形管片的拼装点位等，尽量降低管片之间发生错台的概率，尽快安装好管片连接螺栓，并确保连接牢固。同时，采用检测仪器对管片拼装的质量进行检测，及时调整超出限定范围的误差。若发现管片连接螺栓可能松动，及时复拧紧固螺栓，控制因管片上浮量大引起的管片错台、甚至渗漏水。

4.3 选择合适的注浆浆液及注浆方法

在盾构隧道施工中，同步注浆的质量是解决管片上浮问题的关键措施之一。因此，注浆浆液和注浆方法的选择尤为重要。

4.3.1 选择适当的注浆方法

一般对于硬岩含水地层而言，可以采用早期强度高、初凝时间短、稠度大的单液硬性浆液。若要有效的减少或避免盾构管片上浮问题，宜采用双液瞬凝性浆液作为同步注浆材料，但是采用双液浆时注浆管道及注浆孔极易堵塞，清洗困难，并且设备不具备更换注浆管道的条件，这个问题需慎重考虑［10］。施工中，注浆压力设定不高于泥水仓压力1 bar 控制，按照“掘4 注2”的注浆方式，对脱出盾尾后管片进行二次注浆施作止水环稳固管片、减少上浮，并利用盾构主机径向注浆孔向盾壳外注入衡盾泥、克泥效等填充物，形成一道阻水环。必要时，根据二次注浆孔开孔检查或雷达探测设备检查注浆效果，每掘进2 环对盾尾后第4～5 环再次进行二次补充注浆，加强砂浆填充效果。

4.3.2 选择适当的注浆系统

在盾构机选型和设计阶段，需优先考虑盾构机注浆设备的先进性和适应性，并以此作为解决管片上浮的辅助措施。本工程盾构机注浆管采用内嵌式，相比外置式注浆管，尾盾的摩擦阻力小。注浆管规则的分布于圆周的八个象限，共配备“8 用8 备”注浆通道，其中，单液和双液共用通道。注浆管上设置操作窗口，便于在管路堵塞时进行疏通。

4.4 其他控制措施

⑴ 曲线段要防止管片施工过程中点位选型错误，避免隧道轴线因人为失误造成偏离设计轴线。

⑵做好盾构掘进前各道工序验收，包括管片进入隧道前的检查、同步注浆浆液、盾构推力和扭距等参数的设定，管片的吊运和安装等。

⑶及时进行二次注浆及同步注浆密实性检查，防止由于隧道围岩应力环境和地下水环境突然变化，造成的隧道变形。

5 结论

⑴盾构隧道管片的上浮往往是由于多种因素叠加作用而引起的，本文结合实践工程案例得出管片上浮的原因包括：盾构设备因素、地质条件、盾构姿态、注浆工艺和浆液特性等，其中最主要的原因为管片衬背环形建筑空间填充不饱满、注浆凝固效果不佳等。

⑵超大直径盾构隧道施工中的管片上浮问题更加复杂，解决的思路是系统全面地考虑工程设计和施工技术管理，并应在分析隧道地质水文条件的基础上，优化隧道的轴线（平纵曲线）、盾构机选型配置及针对性措施、控制盾构掘进速度与姿态、提高浆液早期剪切强度、同步注浆压力动态控制、及时进行二次注浆等，必要时可以进行地基加固等方式来提高抗浮能力，这些措施联合使用的效果更佳。

⑶为确保盾构衬背环形建筑空间的填充效果和同步注浆质量，并选择上具有充填性、初凝时间、早期强度及适当稠度的浆液，按照“掘4 注2”的注浆方式，及时对脱出盾尾后管片进行二次注浆施作止水环稳固管片、减少上浮。同时，利用盾构主机径向注浆孔向盾壳外注入衡盾泥、克泥效等填充物，形成一道阻水环，并按实际需求补充注入。

⑷由于本工程隧道为单洞双层结构，隧道管片上浮过大将会导致下层设备空间压缩，继而导致部分大设备的安装侵入限界，需局部上抬上层车道板，并进行上下层线路局部区域调坡，使其满足建筑设备安装和限界要求。